《Applied Ocean Research》：Bending response and failure mechanisms of composite sandwich panels with different cruciform stiffener configurations
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采用通用三点弯曲方案在构件层面对两种实用十字形接头制造构型进行了对比。试验量化了其全局响应与试件间离散性，渐进损伤仿真支持了对不同失效过程的定性解释。试验构型在加载区间刚度、峰值载荷、试件间离散性与名义质量之间呈现权衡关系。构型D的样本平均峰值载荷较C高16.
采用通用三点弯曲方案在构件层面对两种实用十字形接头制造构型进行了对比。试验量化了其全局响应与试件间离散性，渐进损伤仿真支持了对不同失效过程的定性解释。试验构型在加载区间刚度、峰值载荷、试件间离散性与名义质量之间呈现权衡关系。构型D的样本平均峰值载荷较C高16.69%，刚度相当，峰值载荷变异系数较高（14.38%对7.22%）。其名义质量（不含胶粘剂）高7.95%，使单位名义质量的平均峰值载荷增益降至约8.1%。两种构型呈现不同的主要失效模式。构型C中，十字交叉处加筋根部主缠绕层内形成局部断裂带；构型D中，主要分离沿外贴补强连接底部转角发展。D的平均峰后载荷（49.93 kN，为其峰值的74.7%）为构型C（18.46 kN，为其峰值的32.2%）的2.7倍。仿真区分了早期局部损伤与伴随主要载荷下降的损伤发展。C中，加载区QFRP损伤先于局部缠绕失效，后者削弱加筋根部拉伸连续性。D中，初始局部界面损伤发展为更广泛的侧壁退化，降低外贴补强层与下层加筋之间的耦合。这些不同退化过程与主要载荷下降相关，并对观察到的构件失效提供定性解释。在所测试的准静态三点弯曲条件下，观察到的失效位置与定性有限元解释识别出C中加筋根部缠绕层与侧壁过渡区、以及D中外贴补强侧壁连接为需进一步评估的优先区域。仿真还表明加载头下方存在早期局部QFRP压缩损伤；然而，仅延迟该局部损伤不能假定会提高构件峰值载荷。任何相应设计修改的有效性仍需验证。本研究提供了准静态三点弯曲下的构件级对比。每种构型仅三个试件，所报告的均值与离散性为描述性的，对推广观察到的差异提供的统计置信度有限。构型C与D在名义质量、增强分布与连接细节上共同存在差异，无法分离加筋中断的单独效应。有限元解释受四分之一对称、等效铺层理想化、弹性芯材、预设初始支撑间隙与文献来源材料参数的限制。特别是，对称性抑制了非对称失效发展，局部损伤预测为定性解释。疲劳、海水老化、冲击、组合加载与尺度效应未予研究，因此这些条件下或全结构尺度下的性能仍未确定。
**研究背景与问题**
纤维增强聚合物（FRP）复合材料与夹芯结构因轻质、耐腐蚀而广泛应用于船舶甲板、侧壁与上层建筑模块。在复合材料上层建筑中，接头与加筋连接在板件之间传递载荷，并参与上层建筑与船体之间的相互作用。双向甲板加筋在纵向与横向构件之间引入交叉节点，这些节点处几何形状与铺层排列的变化耦合了局部弯曲、剪切与界面变形。设计难点在于既要维持连接处的载荷传递，又要限制交叉构件及其连接处的局部失效。相关结构的失效行为由局部区域——圆角、加筋根部、胶接界面与自由边——而非一般板域所控制。对于夹芯构件，Steeves与Fleck（2004）绘制了面板微屈曲、芯材剪切与加载辊下压痕等竞争性坍塌机制，并表明 operative mode 由局部几何而非全局刚度决定。Koh等（2011）发现T型接头初始失效总是发生在应力集中最大的Δ-圆角区域，与加载角度无关。一个密切相关的观察是，这种首次局部损伤很少构成极限状态：脱粘或开裂起始后，结构常继续承载甚至增加载荷，同时损伤扩展且载荷路径迁移至完好侧、紧固件或相邻构件。Shen等（2017）在极限载荷超过15 kN的船舶夹芯接头中记录了8–10 kN的内部失效噪声，宏观尺度未见损伤；Qiu等（2023）在全尺寸甲板-舷侧L型接头中观察到80 kN时可见脱粘，而该接头继续承载至114 kN。铺层与界面的排列方式会重定向局部载荷路径。终止铺层产生树脂富集区与层间应力集中，促进分层；二次胶接产生与共固化不同的界面条件；外贴补强连接主要通过层合板-补片界面的剪切传递载荷，因而该界面既是载荷路径也是潜在脱粘区。Obata等（2020）将分层起始定位在由树脂富集区屈服指数识别的降层位置；当加筋本身中断时，其承载必须传入蒙皮，使端部区域在结构上成为关键。Kupski等（2020）表明，用堆叠搭接拼接替代单搭接会同时改变应力分布与失效机制；Mohan等（2015）将共固化与二次胶接接头断裂韧性的差异归因于制造路线本身。Zheng等（2023）通过在交叉处有意引入不连续铺层，将格栅加筋的拉伸与弯曲强度分别提高21%与23%；Wu等（2026）仅通过改变蒙皮刚度，将帽形加筋板从单降层脆性失效转变为渐进式多降层失效。载荷-位移曲线、刚度、局部应变与试验后断裂观察提供了直接试验证据，但不能完全解析内部损伤演化：此类试件内部起始的损伤在试验中难以观察，且显著刚度退化可能在可见损伤出现前已累积。因此，接头与加筋结构研究通常辅以渐进损伤分析：层内退化遵循源自Hashin（1980）的失效准则与基于断裂能的演化律；胶接界面由Camanho与Dávila（2002）的粘聚区单元表示，并结合Benzeggagh与Kenane（1996）的混合模式断裂准则；编织铺层显著的面向剪切非线性在同一损伤框架内表示。此类组合模型能以良好总体精度再现复合材料接头与加筋夹芯结构的实测响应。然而一个必要的限定是，全局载荷-位移曲线的一致性本身并不能验证预测的局部失效机制。Li等（2019）发现五种基体失效准则在全局响应上无法区分，但预测的基体损伤面积相差约两倍；Meng等（2026）表明所有失效准则与演化律组合均再现了受冲击加筋板的实测曲线趋势，而预测的内部损伤模式差异强烈；粗粘聚网格可匹配全局曲线却误表局部能量释放率。因此，识别十字形连接的失效过程要求在同一加载历史内将全局响应、局部应变、损伤位置、界面退化与最终断裂形貌相互校验。T型与L型接头研究已阐明腹板-蒙皮连接与板-板转角连接的失效机制；格栅交叉试片试验进一步证明了铺层连续性与局部增厚对失效的共同影响。然而这些发现不能直接建立本文所考虑两种十字形加筋连接构型的相对弯曲性能。在这些构件中，缠绕层合板与胶接界面共同贡献于板-加筋组件的抗弯能力。因此需要对比以识别每种制造构型中的关键承载区域，并考察这些区域的损伤如何限制构件抗弯能力。为此，本研究考察从复合材料上层建筑甲板加筋系统中提取的两种十字形加筋夹芯构型。构型C采用整体缠绕，构型D采用交错铺层搭接与二次外贴补强。这些方案在连续性、局部铺层排列、胶接界面布局与材料用量上同时存在差异，因此作为完整构型进行对比，而不将响应差异仅归因于加筋中断。研究结合三点弯曲试验、局部应变测量与渐进损伤有限元分析，比较其载荷响应、损伤演化与失效机制，特别关注局部损伤起始、界面退化与载荷重分布如何贡献于峰值载荷及随后的承载能力损失。
**关键技术方法**
研究开展三点弯曲试验，跨距680 mm，加载速率1.0 mm/min，采用对称阶梯带槽钢支座以容纳下凸加筋；使用矩形应变花测量交叉区附近局部应变并计算主应变及方向；每种构型测试三个试件，通过20–40%平均峰值载荷区间的最小二乘回归获得加载区间刚度。数值方面，在Abaqus/Explicit中建立三维有限元模型，采用四分之一对称建模，复合材料层合板用SC8R连续壳单元并以Ply Fabric模型描述编织铺层损伤，芯材用C3D8R实体单元且假定弹性，胶接界面用COH3D8粘聚单元并以二次名义应力准则起始、Benzeggagh–Kenane混合模式准则演化；模型保留两种构型的不同加筋布置与连接区域，并按名义几何预设初始支撑间隙。试件材料参数由中国船舶及海洋工程设计研究院提供，部分剪切硬化与损伤演化参数取自文献。
**研究结果**
4.1 试验结果与数值对比。两组试件在峰值前均呈近似线性加载，但峰后载荷演化差异显著。C组中C1与C3在峰值后维持高载一段时间再发生明显下降，C2则在峰值后迅速下降；D组峰后退化总体更平缓，D1与D3呈分阶段载荷降低，D2在达到最高峰值后在较大位移范围维持高载水平。C组峰值载荷53.74–61.84 kN，均值57.30 kN；D组56.53–75.55 kN，均值66.86 kN，较C高16.69%，但峰值载荷变异系数由7.22%增至14.38%。两组平均刚度分别为4.376与4.229 kN/mm，较为接近，D并未表现出与其较高峰值载荷相称的更高初始刚度，表明D较高的峰值承载并非简单源于全局刚度增加，而更可能与峰值前后局部载荷传递与损伤演化差异有关。D的平均峰后载荷（49.93 kN，为峰值的74.7%）为C（18.46 kN，为峰值的32.2%）的2.7倍，且D峰后载荷变异系数（24.0%）低于C（32.6%）。数值模型较好再现了两种构型的峰值前加载趋势与峰值载荷水平，但对峰值位移与峰后响应捕捉较差。试验后可见损伤方面，C2与D2在加载区附近QFRP面板出现局部表面损伤；C试件主要可见损伤位于十字交叉处加筋根部（远离夹芯板一侧）的主缠绕层，形成大致沿横向Y、垂直于纵向加筋轴线X的局部断裂带，端部邻近交叉两侧转角，为C构型一致重复的损伤集中部位；D试件主要可见损伤与二次成型的CFRP外贴补强区域相关，分离主要沿外贴补强与加筋侧壁相接的底部圆角/转角边界发生，裂纹沿连接边界曲线路径扩展而非形成横贯交叉底面的直断裂带，连续横向加筋主体未见可比整体损伤，表明D最终可见失效明显局限于胶接区域。局部载荷-应变响应方面，低载时两试件各测点应变总体随载荷增加；接近峰值时局部响应开始分化。C1中SG-9B与SG-11B拉应变持续发展至高水平，而SG-7B、SG-8B与SG-10B在高载时出现斜率变化、应变减小或符号反转，部分测点在全球载荷仍增加时局部应变减小，表明峰值前十字连接内应变分布已不再与外载同步增加。D1在相近全局峰值载荷下，SG-10B维持大拉应变，SG-8B与SG-11B也保持明显拉伸响应，SG-7B随载荷由小拉应变逐渐变为压应变，交叉中心附近SG-9B全程处于低水平压缩或近零应变，其应变响应更为不均匀。主应变分析表明，线性阶段两试件均表现为远离交叉的SG-5、SG-6、SG-12、SG-13主应变较小，而靠近加筋与交叉的SG-7至SG-11响应明显更高，说明局部变形从加载早期即集中于十字加筋区域而非一般夹芯板面板。接近极限载荷时，C1中SG-7、SG-9与SG-11发展出极高主拉应变，SG-9亦成为显著高应变位置，外围测点保持较低水平，高应变基本局限于十字交叉内部及其紧邻区域，与试验后加筋根部横向断裂带在空间上一致；D1较高主应变主要出现在交叉外围的SG-7、SG-10与SG-11，中心测点SG-9主应变仍较小，表明D将交叉内应变集中位置由中心转移至相邻连接区域。需注意部分测点计算主应变已达异常高水平，不能排除局部材料开裂、应变片脱粘或损坏对读数的影响，其更可靠用途是识别高应变出现位置及不同区域间相对趋势。
4.2 构型C的渐进失效机制。构型C的载荷传递机制源于夹芯板与连续加筋缠绕层之间的相互作用：纵向弯曲下，面板区域受压与下侧加筋缠绕层受拉形成抵抗偶，加筋侧壁连接这些区域并与芯材共同参与剪切传递；十字交叉附近缠绕几何变化在加筋底部与侧壁过渡处引入局部剪切与变形协调需求。状态C-E01（压头位移2.864 mm，载荷12.80 kN）时，QFRP面板加载区首先出现压缩损伤，对应90°铺层局部材料方向2（平行于全局纵向X），损伤局限于加载头正下方窄区，此时CFRP主缠绕层未损伤，载荷继续增加。载荷达37.09 kN、位移8.693 mm时（状态C-E02），加筋侧壁与底部相接转角处CFRP主缠绕层出现可识别剪切损伤，此时两局部材料方向拉压损伤变量尚未激活。峰值附近损伤演化呈现与前两阶段明显不同的特征：峰值状态C-E03时，严重拉伸损伤局限于加筋底部与侧壁间转角，而剪切损伤在这些区域周围分布更广。损伤幅值与损伤范围演化不同：QFRP最大压缩损伤自早期持续增加，而CFRP纤维方向拉伸损伤仅在峰值附近快速发展；CFRP剪切损伤单元数逐渐增加，但其最大损伤变量明显低于峰值拉伸损伤最大值，表明涉及更多单元的剪切损伤并不意味着比拉伸损伤更高的局部退化程度。峰值前输出状态（位移12.286 mm，载荷53.29 kN）时，主缠绕层局部方向2拉伸损伤最大值已达约0.992，但损伤范围仍限于少量单元，且无主缠绕单元删除，全局载荷此后继续增加至状态C-E03的53.65 kN（位移12.396 mm），因此局部损伤变量接近上限与结构达到极限载荷并非同一事件，还需考虑损伤位置与空间范围。峰值附近损伤计数变化与随后材料损失共同说明失效模式的进一步发展：两纤维方向拉伸损伤单元数与剪切损伤单元数在主要载荷下降附近显著增加；代表性峰后状态C-E04（载荷25.72 kN，位移14.89 mm）时主缠绕层已有14个单元删除，与峰值时以局部转角为主的损伤热点相比，该状态STATUS图中删除区域在加筋根部形成窄带，邻近转角幸存单元仍可见高拉伸损伤，这种由局部损伤集中到加筋根部材料损失带的空间转变，为试验观察到的横向断裂带提供了数值对应。所有计算状态中构型C均未发生粘聚单元删除。该断裂带在力学上重要，因为它削弱交叉处下部缠绕层的拉伸连续性，局限于该窄区的损伤可因此损害抗弯抵抗偶并伴随全局载荷大幅下降；但幸存缠绕层与面板区域在下降后仍继续传递载荷，故观察到的局部断裂应解释为载荷路径有效性降低，而非加筋贡献完全丧失。
4.3 构型D的渐进失效机制。与构型C加筋根部缠绕层横向条带状失效不同，构型D的主要失效分离位于附加外贴补强连接与纵横加筋侧壁相接的底部转角。构型D通过延伸缠绕铺层、交错搭接与二次外贴补强传递交叉处内力：缠绕铺层延伸超过纵向泡沫芯端部并在连续横向加筋上搭接，维持纵向段之间连接；二次外贴补强还将面板底面与纵横加筋侧壁连接，其胶接界面传递法向与剪切牵引力，使外贴补强与下层构件共同作用，因此纵向载荷传递同时涉及搭接CFRP铺层与周围胶接连接的力交换。状态D-E01时，损伤首先出现在连接二次外贴补强与下层CFRP缠绕层的X法向侧壁界面下缘附近；该处外贴补强终止，而下层缠绕层继续绕过转角进入加筋底部增强区，不同局部约束导致弯曲时界面相对变形不均匀。最后一帧无损伤输出（位移1.721 mm）时，代表性界面条带平均纵向位移差在下缘以上1.25 mm处为0.0256 mm，在以上约40 mm处降至0.00120 mm，相应平均法向拉伸牵引力由13.27降至0.62 MPa，这种开口与法向牵引力的显著局部化支持与外贴补强终止相关的边缘剥离机制，而非整个胶接面均匀分离。随后状态D-E02时，加载区QFRP面板出现局部压缩损伤，最初局限于加载头下方窄区。早期界面损伤并不立即导致全局载荷下降：分区删除面积曲线表明，全局载荷达峰值前侧壁界面已发生局部粘聚单元删除，而结构仍继续增载；Z法向界面无删除故未单独绘制。对构型D而言，界面损伤起始、局部界面完全退化与全局极限载荷达到应相互区分，最早脱粘不能直接等同于连接失效。X法向界面删除面积在峰值前持续增长并在峰值标记附近急剧上升，Y法向界面显著增长出现较晚，在所绘范围内其删除面积及占初始界面面积比例均小于X法向界面；对整个连接采用单一删除面积统计会掩盖局部界面失效时间与程度的差异。峰值附近严重退化集中于底部转角附近；由近峰值至峰后状态，损伤区扩展至相邻侧壁，两相交面上空间范围不同。随损伤区扩大，受影响连接传递的拉伸与剪切牵引力下降，降低外贴补强与下层加筋之间的有效耦合；主要载荷下降与该耦合损失一致，而幸存胶接区与搭接铺层继续传递力。删除界面面积度量局部界面完全失效范围，但不直接量化全局载荷损失比例。
4.4 失效机制对比与工程意义。试验后观察显示C中加筋根部缠绕层横向断裂、D中沿二次外贴补强侧壁连接分离。C中受影响缠绕层贡献于抗弯抵抗偶的受拉侧，其断裂削弱关键拉伸载荷路径；D中受影响界面将外贴补强与下层加筋耦合，其退化降低这些连接提供的力传递。模拟载荷下降在C中与局部缠绕失效相关、在D中与扩展的界面退化相关，尽管详细局部损伤预测仍为定性。预测序列还区分了损伤起始与伴随主要载荷下降的损伤发展：C中加载区QFRP压缩损伤先于最终断裂区附近缠绕损伤；D中界面损伤始于下部外贴补强终止处，该处连接几何促进局部剥离。损伤最初为局部，剩余胶接区与搭接层合板随载荷增加继续传力，因此D较早的预测损伤起始可与其较高的实测平均峰值载荷共存，但该序列并不证明早期脱粘提高抗弯能力。相近加载区间刚度并不意味着同一局部区域限制抗弯能力。D样本平均峰值载荷高16.69%，同时试件间变异性与名义质量更大；按名义质量（不含胶粘剂）归一化后，平均峰值载荷优势降至约8.1%。该归一化计及名义质量，但保留增强分布与连接细节差异，因此观察到的承载差异反映完整制造构型，不能仅归因于加筋中断。在所测准静态三点弯曲条件下，这些发现提示两种连接改进评估的不同优先事项：对C，应关注加筋根部缠绕层拉伸连续性及其侧壁过渡处损伤；对D，优先关注胶接侧壁连接，特别是下部外贴补强终止处及相邻转角区域。两种构型中加载区QFRP损伤均提出集中载荷引入的独立问题，涉及面板压缩与芯材支撑，可在该加载布置下评估载荷扩散细节或局部增强，但仅延迟该局部损伤不能确立连接抗弯能力提高。本研究结果支持将十字交叉视为周围板-加筋组件内的局部载荷传递区域，所识别关键区域为评估所测构型中转角铺层贴合性、外贴补强终止几何与胶接界面质量提供依据，但进一步修改的性能收益尚未确立；这些意义限于所考虑的准静态三点弯曲布置，不确立许用载荷或使用性能准则，应用于其他加载条件或全尺寸甲板结构需以代表性几何、边界条件与加载单独评估。
**讨论与结论**
本研究采用通用三点弯曲方案在构件层面对两种实用十字形接头制造构型进行了对比，试验量化了其全局响应与试件间离散性，渐进损伤仿真支持了对不同失效过程的定性解释。主要结论如下：（1）所测构型在加载区间刚度、峰值载荷、试件间离散性与名义质量之间呈现权衡关系。构型D的样本平均峰值载荷较C高16.69%，刚度相当，峰值载荷变异系数较高（14.38%对7.22%）；其名义质量（不含胶粘剂）高7.95%，使单位名义质量的平均峰值载荷增益降至约8.1%。（2）两种构型呈现不同的主要失效模式。构型C中，十字交叉处加筋根部主缠绕层内形成局部断裂带；构型D中，主要分离沿外贴补强连接底部转角发展。D的平均峰后载荷（49.93 kN，为其峰值的74.7%）为构型C（18.46 kN，为其峰值的32.2%）的2.7倍。（3）仿真区分了早期局部损伤与伴随主要载荷下降的损伤发展。C中，加载区QFRP损伤先于局部缠绕失效，后者削弱加筋根部拉伸连续性；D中，初始局部界面损伤发展为更广泛的侧壁退化，降低外贴补强层与下层加筋之间的耦合。这些不同退化过程与主要载荷下降相关，并对观察到的构件失效提供定性解释。（4）在所测试的准静态三点弯曲条件下，观察到的失效位置与定性有限元解释识别出C中加筋根部缠绕层与侧壁过渡区、以及D中外贴补强侧壁连接为需进一步评估的优先区域。仿真还表明加载头下方存在早期局部QFRP压缩损伤；然而，仅延迟该局部损伤不能假定会提高构件峰值载荷，任何相应设计修改的有效性仍需验证。本研究提供了准静态三点弯曲下的构件级对比。每种构型仅三个试件，所报告的均值与离散性为描述性的，对推广观察到的差异提供的统计置信度有限。构型C与D在名义质量、增强分布与连接细节上共同存在差异，无法分离加筋中断的单独效应。有限元解释受四分之一对称、等效铺层理想化、弹性芯材、预设初始支撑间隙与文献来源材料参数的限制；特别是，对称性抑制了非对称失效发展，局部损伤预测为定性解释。疲劳、海水老化、冲击、组合加载与尺度效应未予研究，因此这些条件下或全结构尺度下的性能仍未确定。
